KR101136560B1

KR101136560B1 - 고강도 부품 제조 방법

Info

Publication number: KR101136560B1
Application number: KR1020107014678A
Authority: KR
Inventors: 가즈히사 구스미; 히로노리 사토; 마사유키 아베; 노부히로 후지타; 노리유키 스즈키; 구니오 하야시; 시냐 나카지마; 준 마키; 마사히로 오오가미; 도시유키 간다; 마나부 다카하시; 유조 다카하시
Original assignee: 신닛뽄세이테쯔 카부시키카이샤
Priority date: 2004-09-15
Filing date: 2005-09-15
Publication date: 2012-04-17
Also published as: EP1790422A4; KR20100091243A; PT1790422E; PT2266722E; CA2701559C; WO2006030971A1; CN101018627A; CA2701559A1; EP1790422B1; KR20100091244A; CA2581251A1; KR101136142B1; ATE546242T1; SI1790422T1; EP2266722B1; MX2007002767A; EP2266722A1; KR20070043891A; ATE549107T1; ES2382811T3

Abstract

고온 성형 후의 강도 및 내수소 취성이 우수한 고강도 부품 및 그 제조 방법을 제공한다. 성형 전의 가열로 내의 분위기를 체적 분율로 수소 10% 이하, 그리고 노점을 30℃ 이하로 한다. 그 결과, 가열 중에 강판 내에 진입하는 수소량이 감소한다. 또한 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질하고, 또한 후가공한다. 후가공의 방법으로서는 전단 가공 후, 가공 단부를 다시 전단 가공 또는 압축 가공하는 것, 날 근저부의 폭이 연속적으로 감소되는 단차부를 가지는 날로 타발 가공을 하는 것, 날의 선단부에 볼록상의 형상을 가지는 곡형 날을 가지고, 또한 곡형 날 어깨부가 소정의 곡률 반경 및/또는 소정의 각도인 타발 공구로 타발 가공하는 것 또는 용융 절단 가공하는 것 등이 있다. 그 결과 타발 가공 후의 인장 잔류 응력이 저감되고, 내수소취화 특성이 향상된다.

Description

고강도 부품 제조 방법{PROCESS FOR PRODUCING HIGH-STRENGTH PART}

본 발명은 자동차의 구조 부재?보강 부재에 사용되는 것과 같이 강도가 필요한 부재에 관한 것으로, 특히 고온 성형 후의 강도가 우수한 부품 및 그 제조 방법에 관한 것이다.

지구 환경 문제가 발단이 된 자동차의 경량화를 위하여는 자동차에 사용되는 강판을 가능한 한 고강도로 하는 것이 필요하지만, 일반적으로 강판을 고강도로 하면 연신율이나 r값이 저하되고 성형성이 열화(劣化)한다. 이러한 과제를 해결하기 위하여, 온간 성형하고, 이때의 열을 이용하여 강도 상승을 시도하는 기술이 일본 공개 특허 공보 2000-234153호에 개시되어 있다. 이 기술에서는 강 중의 성분을 적절히 제어하고, 페라이트 온도 영역으로 가열하여 그 온도 영역에서의 석출 강화를 이용하여 강도를 상승시키는 것을 목표로 하고 있다.

또한, 일본 공개 특허 공보 2000-87183호에서는 프레스 성형 정밀도를 향상시킬 목적으로 성형 온도에서의 항복 강도를 상온에서의 항복 강도보다 크게 저하시킨 고강도 강판이 제안되어 있다. 그러나, 이들 기술에서는 얻을 수 있는 강도에 한도가 있을 가능성이 있다. 한편, 더 고강도를 얻을 목적으로, 성형 후에 고온의 오스테나이트 단상 영역으로 가열하고, 그 후의 냉각 과정에서 경질의 상으로 변태시키는 기술이 일본 공개 특허 공보 2000-38640호에 제안되어 있다.

그러나, 성형 후에 가열?급속 냉각을 실시하면 형상 정밀도에 문제가 생길 가능성이 있다. 이러한 결점을 극복하는 기술로서는 강판을 오스테나이트 단상 영역으로 가열하고, 그 후 프레스 성형 과정에서 냉각하는 기술이 SAE, 2001-01-0078이나, 일본 공개 특허 공보 2001-181833호에 개시되어 있다.

이와 같이, 자동차 등에 사용되는 고강도 강판은 고강도로 될수록 전술한 성형성의 문제나 특히 1000 MPa를 초과하는 고강도재에 있어서는 종래부터 알려져 있는 바와 같이 수소취화(응력 부식 균열이나 지연 파괴라고 불리기도 한다)라는 본질적인 과제가 있다. 열간 프레스용 강판으로서 사용되는 경우, 고온에서의 프레스에 의한 잔류 응력은 적기는 하지만, 프레스 전의 가열 시에 수소가 강 중에 침입하는 것 또는 후가공에서의 잔류 응력에 의하여 수소취화의 감수성이 높아진다. 따라서 단지 고온에서 프레스 하는 것만으로는 본질적인 과제 해결이 되지 않고, 가열 공정 및 후가공까지의 일관 공정에서의 공정 조건 최적화가 필요하다.

전단 가공 등의 후가공 시의 잔류 응력을 감소시키기 위하여는 후가공을 하는 부위의 강도가 저하되어 있으면 좋다. 후가공을 하는 부위의 냉각 속도를 저하시켜서 담금질을 불충분하게 하여, 그 부위의 강도를 저하시키는 기술이 일본 공개 특허 공보 2003-328031호에 개시되어 있다. 이 방법에 의하면 부품 일부의 강도가 저하되어 전단 가공 등의 후가공을 용이하게 할 수 있는 것으로 되어 있다. 그러나, 이 방법을 사용하는 경우에는 금형 구조가 복잡해지고, 경제적으로 불리한 것으로 생각된다. 또한, 이 방법에서는 수소취화에 대하여는 전혀 언급하고 있지 않으며 이 방법에 의하여 강판 강도가 약간 저하되어 후가공 후의 잔류 응력이 어느 정도 저하된 경우에도, 강 중에 수소가 잔존하는 상태라면 수소취화가 발생할 가능성을 부정할 수 없다.

본 발명은 상기 과제를 해결하기 위하여 이루어진 것으로서, 고온 성형 후에 1200 MPa 이상의 강도를 얻을 수 있는 내수소 취성이 우수한 고강도 부품 및 그 제조 방법을 제공하는 것이다.

본 발명자들은 상기 과제를 해결하기 위하여 여러 가지를 검토하였다. 그 결과, 수소취화를 억제하기 위해서 성형 전의 가열로 내의 분위기를 제어하여 강 중의 수소량을 감소시키고, 또한 후가공 방법에 의하여 잔류 응력을 저감 또는 제로로 하는 것이 효과적인 것임을 밝혀내었다. 즉, 본 발명의 요지는 아래와 같다.

(제1 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%의 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 체적 분율로 수소 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조한 후, 후가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제2 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 체적 분율로 수소 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조하고, 전단 가공을 한 후, 그 가공 단부로부터 1 내지 2000 ㎛를 재차 전단 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제3 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조한 후에 전단 가공을 하고, 전단 가공을 실시한 단면에 압축 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제4 발명) 제3 발명의 방법에 있어서, 압축 가공을 하는 방법으로서 코이닝 가공을 사용하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제5 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 O.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 체적 분율로 수소 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가공한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조하고, 타발 가공 또는 절단 가공을 실시할 때, 날 근저부로부터 날 선단부 방향으로 걸쳐서 날 근저부의 곡률 반경 또는 폭보다 0.01 내지 3.0mm 연속적으로 감소하고 그 높이가 상기 강판의 판 두께의 1/2 이상 100mm 이하인 단차부를 가지는 절단 날을 사용하여 타발 또는 절단 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제6 발명) 제5 발명의 방법에서 사용하는 날 근저부로부터 날 선단부 방향으로 걸쳐서 날 근저부의 반경 또는 폭보다 0.01 내지 3.0 mm 연속적으로 감소하는 단차부를 가지며, 상기 단차부의 높이를 H(mm)로 하고, 날 근저부와 날 선단부의 곡률 반경 또는 폭의 차이를 D(mm)로 하였을 때, D/H가 O.5 이하인 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제7 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조한 후에, 피가공재가 되는 강판을 다이 및 펀치를 사용하여 전단부 및 피전단부로 절단함으로써 피가공재를 소정 형상으로 하는 타발용 공정에 있어서, 펀치 및/또는 다이스 절단부의 선단부에 볼록상의 형상을 가지는 곡형 날을 가지고, 또한 곡형 날 어깨부의 곡률 반경이 0.2mm 이상인 타발용 공구를 사용하여 클리어런스를 25% 이하로 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제8 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서, Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조한 후에, 피가공재가 되는 강판을 다이 및 펀치를 사용하여 전단부 및 피전단부로 절단함으로써 피가공재를 소정 형상으로 하는 타발용 공정에 있어서, 펀치 및/또는 다이의 절단부의 선단부에 볼록 상의 형상을 가지는 곡형 날을 가지고, 또한 곡형 날 어깨부 각도가 100°이상 l70°이하인 타발용 공구를 사용하여 클리어런스를 25% 이하로 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제9 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서, Ac₃내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여 고강도의 부품을 제조한 후에 피가공재가 되는 강판을 다이 및 펀치를 사용하여 전단부 및 피전단부로 절단함으로써 피가공재를 소정 형상으로 하는 펀칭용 공구에 있어서, 펀치 및/또는 다이 절단부의 선단부에 볼록상의 형상을 가지는 곡형 날을 가지고, 또한 곡형 날 어깨부의 곡률 반경이 0.2mm 이상이고 또한 곡형 날 어깨부 각도가 100˚이상 170˚이하인 것으로 특징으로 하는 타발용 공구를 사용하여 클리어런스를 25% 이하로 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제10 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하(0%를 포함한다), 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 프레스 성형을 개시하고, 열간 성형 중에 별도의 전단 가공을 병행하여 실시한 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시하여 고강도의 부품을 제조할 때에, 상기 열간 성형의 하사점 근방에서 전단 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제11 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하, 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고 성형 후의 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시하여 고강도의 부품을 제조한 후에 부품의 일부를 용융하여 절단하는 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제12 발명) 제11 발명의 부품의 일부를 용융하여 절단하는 가공 방법으로서 레이저 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제13 발명) 제11 발명의 부품의 일부를 용융하여 절단하는 가공 방법으로서 플라즈마 절단 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제14 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하, 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시하여 고강도의 부품을 제조한 후, 기계 가공에서 구멍 가공이나 부품 주위의 절단을 실시하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제15 발명) 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하, 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서 Ac₃ 내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이드 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 성형을 개시하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시한 후에 고강도의 부품을 제조한 후에 전단 가공을 하고, 전단 가공부의 절단면을 기계적 절삭에 의하여 두께 O.05 mm 이상 제거하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제16 발명) 제1 발명 내지 제15 발명 중 어느 하나에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: 0.03% 이하, N: 0.01% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제17 발명) 제1 발명 내지 제15 발명 중 어느 하나에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로 C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Si: 1.0% 이하, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: 0.O3% 이하, Cr: O.O1 내지 1.O%, N: O.O1% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제18 발명) 제1 발명 내지 제15 발명 중 어느 하나에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Si: 1.0% 이하, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: O.03% 이하, Cr: 0.01 내지 1.0%, B: 0.0002% 내지 0.0050%, Ti: (3.42×N+0.001)% 이상, {3.99×(C-0.05)+(3.42×N+0.001)}% 이하, N: 0.01% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제19 발명) 제1 발명 내지 제15 발명 중 어느 하나에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Si: 1.0% 이하, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: 0.03% 이하, Cr: 0.01 내지 1.0%, B: 0.0002% 내지 0.0050%, Ti: (3.42×N+0.001)% 이상, {3.99×(C-0.05)+(3.42×N+0.001)}% 이하, N: 0.01% 이하, 0: 0.015% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제20 발명) 제1 발명 내지 제19 발명 중 어느 하나에 있어서, 상기 강판이 알루미늄 도금, 알루미늄-아연 도금, 아연 도금 중 어느 하나를 실시한 것임을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.

(제21 발명) 제1 발명 내지 제20 발명 중 어느 하나에 기재된 방법으로 제조된 것을 특징으로 하는 고강도 부품.

본 발명에 의하여, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시함으로써 차체가 경량이고, 충돌 안전성이 우수한 자동차용 고강도 부품을 제조하는 것이 가능해진다.

도 1은 타발에 의한 인장 잔류 응력 발생의 개념을 나타내는 도면이다.
도 2는 소성 가공층 등의 영향부 절제(切除)의 개념을 나타내는 도면이다.
도 3은 단차부가 날 선단부가 되는 날 선단부 형상을 가지는 절단 날에 의한 절단 상태를 나타내는 도면이다.
도 4는 단차부의 선단에 선단 평행부를 갖는 날 선단부 형상을 가지는 절단 날에 의한 절단 상태를 나타내는 도면이다.
도 5는 종래의 타발 방법을 나타내는 도면이다.
도 6은 2단 구조를 가지는 펀치에 의한 절단 상태를 나타내는 도면이다.
도 7은 곡형 날이 있는 경우의 재료 변형 거동을 나타내는 도면이다.
도 8은 곡형 날의 곡률 반경(Rp)과 잔류 응력의 관계를 나타내는 도면이다.
도 9는 곡형 날(A)의 세로 벽부 각도(θp)와 잔류 응력의 관계를 나타내는 도면이다.
도 10은 곡형 날의 높이와 잔류 응력의 관계를 나타내는 도면이다.
도 11은 클리어런스와 잔류 응력의 관계를 나타내는 도면이다.
도 12는 피어싱 가공 시험편을 나타내는 도면이다.
도 13은 전단 가공 시험편을 나타내는 도면이다.
도 14는 공구 단면 형상을 나타내는 도면이다.
도 15는 펀치 형상을 나타내는 도면이다.
도 16은 다이스 형상을 나타내는 도면이다.
도 17은 성형품 형상을 나타내는 도면이다.
도 18은 전단 가공 위치 상태를 나타내는 도면이다.
도 19는 코이닝 가공의 공구 단면 형상을 나타내는 도면이다.
도 2O는 실시예 4의 금형 단면 형상을 나타내는 도면이다.
도 21은 실시예 5의 공구 단면 형상을 나타내는 도면이다.
도 22는 실시예 5의 성형 펀치를 나타내는 도면이다.
도 23은 실시예 5의 성형 다이스를 나타내는 도면이다.
도 24는 실시예 5의 성형품을 나타내는 도면이다.
도 25는 실시예 6의 후가공 위치 상태를 나타내는 도면이다.

본 발명은 고강도 부품을 얻는 데 있어서, 강판 성형 전의 가열시에 가열로 내의 분위기를 제어하여 강 중의 수소량을 감소시키고, 또한 후가공 방법에 의하여 잔류 응력을 저감함으로써 내수소 취성이 우수한 고강도 부품과 그 제조 방법이다.

아래에 본 발명에 대하여 상세하게 설명한다. 먼저, 본 발명에 있어서의 각 조건의 한정 이유에 대하여 설명한다.

가열시의 수소량이 체적 분율을 l0% 이하로 한 것은 수소량이 제한 이상이었을 경우에는 가열 중에 강판 내에 진입하는 수소량이 다량이 되어 내수소취화 특성이 저하되기 때문이다. 이때 가열 분위기 중의 잔부는 당해 분야에 공지되어 있는 바와 같이 질소 또는 아르곤 등의 불활성 가스로 이루어진다. 또한, 분위기 중의 노점을 30℃ 이하로 한 것은 그 이상의 노점인 경우에는 가열 중에 강판 내에 진입하는 수소량이 다량이 되어 내수소취화 특성이 저하되기 때문이다.

강판의 가열 온도를 Ac₃ 이상, 융점 이하로 한 것은 성형 후에 담금질 강화하기 위하여 강판의 조직을 오스테나이트로 하기 위한 것이다. 또한, 가열 온도가 융점 이상이면 프레스 성형이 불가능하게 된다.

성형 개시 온도를 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도로 한 것은 그 온도 이하로 성형하였을 경우에는 성형 후의 경도가 불충분하기 때문이다.

이상과 같은 조건으로 강판을 가열한 후, 프레스 방법을 사용하여 성형하고, 성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 하여, 또한 후가공함으로써 고강도의 부품을 제조할 수 있다. 담금질이라 함은, 성분에 의하여 정해지는 담금질의 임계 냉각 속도 이상의 냉각 속도로 냉각하고, 마르텐사이트 변태를 일으키는 것에 의한 강의 강화 방법이다.

다음으로, 상술한 후가공의 구체적인 가공 방법에 대하여 설명한다.

제2 발명의 가공 방법에 대하여 설명한다.

타발 피어싱 구멍 가공이나 절단 가공과 같은 전단 가공의 가공 단면(端面)에 있어서의 소성 가공층이나 잔류 응력의 영향 범위를 상세하게 조사한 결과, 소성 가공층 등은 가공 단부로부터 2000 ㎛ 정도에 존재하는 것이 판명되었다. 도 1에 나타내는 바와 같이, 전단 가공 시에 강판은 압축된 상태에서 가공되고, 가공 후에 그 압축 상태로부터 개방되기 때문에 인장 잔류 응력이 발생하는 것으로 생각된다. 이에, 도 2에 나타내는 바와 같이 상기 소성 가공층 등의 영향 범위에 대해 2번째의 가공을 함으로써 소성 가공에 의한 부분적인 강도 상승 또는 인장 잔류 응력에 의한 압축력에의 반발에 의하여 가공시의 압축량이 작아지고 절단 후의 개방 변위량이 작아지기 때문에 잔류 응력을 저감할 수 있는 것으로 생각된다. 따라서, 가공 단부로부터 200O ㎛를 초과하는 범위의 부분을 다시 가공하면, 소성가공층 등의 영향 범위가 아니기 때문에 다시 큰 압축력을 받는 가운데 가공되고, 가공 후에 그것이 개방되기 때문에 잔류 응력은 감소하지 않고 내균열 특성은 향상되지 않으므로 상한을 2000 ㎛로 하였다. 또한, 하한은 1 ㎛ 미만의 범위를 제어하여 가공을 하는 것은 곤란하므로 1 ㎛로 규정하였다. 가장 바람직한 가공 범위는 200 내지 1000 ㎛이다.

또한, 가공부 단면에 있어서의 잔류 응력의 측정은 X선 잔류 응력 측정 장치에 의하여 「X선 응력 측정법 표준(2002년판)-철강편, 사단법인 일본 재료 학회 2002년 3월」에 기재된 방법에 따라 실시하였다. 자세한 것은 이하와 같다. 등경사법(병경법,竝傾法)에 의하여 체심 입방 격자의 211면의 반사 X선을 사용하고, 2θ-sin²ψ를 측정하였다. 이 때의 측정 2θ의 범위는 약 15O 내지 162˚이다. X선 타겟으로 Cr-Kα를 사용하고, 관전류 및 관전압을 30 kV/1OmA로 하고, X선 입사 슬릿을 한 변 1 mm의 정방형으로 하였다. 2θ-sin²ψ선도의 기울기에 응력 상수 K를 곱한 값을 잔류 응력으로 하였다. 이 때 응력 상수 K는 -32.44Kgf/deg로 하였다.

상기 조건하에서, 피어싱 구멍 단면의 경우에는 ψ(mm)=20, 25, 30, 35, 40, 45를 측정하고, 절단면의 경우는 ψ(mm)=0, 20, 25, 30, 35, 40, 45를 측정하였다. 측정은 판 두께 방향을 0˚로 하고, 그곳으로부터 23˚, 45˚기울인 방향에서 총 3회 측정하여 그 평균값을 잔류 응력값으로 하였다.

타발 가공 또는 절단 가공과 같은 전단 가공의 방법은 특히 한정하지 않으며 공지된 방법을 모두 사용할 수 있고, 그 가공 온도와 관련하여서는 실온에서부터 1000℃의 범위에서 본 발명의 효과를 얻을 수 있다.

상기 후가공에 의하여, 가공 단면에 있어서 인장 잔류 응력값이 600 MPa 이하가 되므로, 일반적으로는 980 MPa 이상의 강판을 상정한 경우, 항복 응력 이하의 잔류 응력값으로 되어 균열이 발생하지 않게 된다. 또한, 압축 잔류 응력으로 하였을 경우에는 기본적으로는 단부에 있어서 강판에 균열이 생기는 방향으로 응력이 작용하지 않기 때문에 균열이 발생하지 않게 된다. 상기 이유로 타발 가공 또는 절단 가공과 같은 전단 가공의 단면에 있어서 인장 잔류 응력값을 60O MPa 이하 또는 압축 잔류 응력으로 하는 것이 바람직하다.

다음으로, 제3 발명과 제4 발명의 가공 방법에 대하여 설명한다.

수소취화를 억제하려면, 전단 가공에 의하여 발생한 잔류 응력이 존재하는 부위에 압축 가공을 가하여 압축 잔류 응력을 부여하는 것이 효과적이다. 전단 가공을 한 단면에 압축 가공을 하도록 한 것은 전단 가공 후에 수소취화를 일으킬 것으로 생각되는 인장 잔류 응력은 전단 가공을 한 단부가 높고, 그 부위에 압축 가공을 하면 인장 잔류 응력이 감소하여 내수소취화 특성이 향상되기 때문이다. 전단 가공을 한 단면에 압축 가공을 하는 방법으로서는 어떠한 방법을 사용하여도 좋지만, 공업적으로는 제5 발명에 나타내는 코이닝 가공을 사용하는 방법이 경제적으로 우수하다.

다음으로, 제5 발명과 제6 발명에 나타내는 가공 방법에 대하여 설명한다.

전단 가공부 단면에는 도 1에 나타내는 바와 같이 가공 시에 강판은 압축된 상태에서 가공되고, 가공 후에 그 압축 상태로부터 개방되기 때문에 인장 잔류 응력이 발생한다고 생각된다. 이에, 상기 소성 가공층 등의 영향 범위의 전 단면에 대하여 구멍을 확대하거나 또는 단면 전면(前面)을 압박하는 가공을 함으로써, 소성 가공에 의한 부분적인 강도 상승 또는 인장 잔류 응력에 의한 압축력에 대한 반발에 의하여, 완전 절단 후의 개방 변위가 압축 측이 되도록 제어할 수 있는 1회의 가공 방법을 밝혀내었다. 즉, 가공 단부로부터 2000 ㎛ 초과 범위의 부분에 이르는 구멍 확장 또는 가압 가공을 하면 일단 구멍은 넓어지고, 그 단면은 압축된다. 가공 후에 그것이 개방되기 때문에 잔류 응력은 단면에 있어 압축 측이 된다. 이것을 다이 및 펀치를 사용한 1회 가공으로 할 수 있으려면, 도 3, 도 4에 나타내는 바와 같이 날의 선단부 형상이 중요하게 된다. 도 3에서는 단차부가 날 선단부가 되는 데 대하여, 도 4는 단차부의 선단에 선단 평행부를 가진다.

날 근저부로부터 날 선단부 방향으로 걸쳐서 날 근저부의 곡률 반경 또는 폭이 연속적으로 감소하는 단차부를 형성할 때에, 그 곡률 반경 또는 폭의 감소값이 0.01 mm 미만이면 통상의 타발 또는 절단 가공과 다르지 않은 상태가 되기 때문에 큰 인장 응력이 단면에 잔류하게 된다. 한편, 그 곡률 반경 또는 폭의 감소값이 3.0 mm를 초과하면 실질적인 클리어런스가 커지므로 가공 단면의 버(burr)가 커진다.

또한, 날 세로 벽부의 높이(단차부 높이)가 피가공 강판의 판 두께의 1/2 미만이면 한 번 타발하고 나서, 단차부의 측면에 의하여 가공 단면을 밀 수 없게 되기 때문에 통상의 타발 또는 절단 가공과 다르지 않은 상태가 되고, 큰 인장 응력이 가공 단면에 잔류하게 된다. 한편, 그 높이가 1OO mm를 넘으면 스트로크가 커지고 날 자체의 수명이 짧아질 염려가 있다.

또한, 날의 평행부와 단차부가 이루는 각도(날 세로 벽 각도θ)에 대하여도, 95˚ 이상 179˚ 이하인 것이 바람직하고, 또한 140˚ 이상이 좀 더 바람직하다.

도 3, 도 4에서는 단차부가 곡률 반경을 가지는 형상을 나타내고 있지만, 날 근저부로부터 직선적으로 폭이 감소되는 것도 본 발명의 범위에 포함된다.

또한, 날의 형상에 있어서는 날 근저부와 날 선단부의 곡률 반경 또는 폭의 차를 D(mm)로 하고, 단차부의 높이를 H(mm)로 하였을 때, D/H가 중요하고, 그 값이 0.5 미만인 경우에 날 수명이나 버(burr) 발생이 억제되기 때문에 0.5 이하로 하는 것이 바람직하다.

한편, 일본 공개 특허 공보 평5-23755호 및 일본 공개 특허 공보 평8-57557호에 개시되어 있는 날 단부의 모따기 등은 버 저감이나 날 수명의 연장 및 비교적 저강도 강판의 균열 방지에는 유효하지만, 본 발명에서는 소정의 조건으로 강판을 성형한 후, 한 번 타발한 단면 또는 절단한 단면을 한번 더 확대하는 것이 가장 중요하기 때문에, 잔류 응력을 저감하고 또한 압축 측으로 하기 위하여는 날 선단부의 모따기 등은 특별히 필요없다.

또한, 가공부 단면에 있어서의 잔류 응력의 측정은 전술의 조건을 사용하여 X선 잔류 응력 측정 장치에 의하여 「X선 응력 측정법 표준(2002년판)-철강편」 사단법인 일본 재료 학회 2002년 3월에 기재된 방법에 따라 실시하였다.

타발 가공 또는 절단 가공과 같은 전단 가공의 방법은 특별히 한정하지 않고, 공지된 방법을 모두 사용할 수 있고, 그 가공 온도에 관하여는 실온에서부터 1000℃의 범위에서 본 발명의 효과를 얻을 수 있다.

또한, 잔류 응력에 대하여는, 제로 또는 압축 측이면 기본적으로는 단부에 있어서 강판에 균열이 생기는 방향으로 응력이 작용하지 않기 때문에 균열이 생기지 않게 된다. 또한, 60O MPa 이하로 억제함으로써 균열 방지에는 효과적이다.

다음으로, 제7 발명 내지 제9 발명의 가공 방법에 대하여 설명한다.

본 발명자들은 상기 과제를 감안하여, 펀치 형상을 도 6에 나타내는 곡형 날(A) 및 절단 날(B)의 2단 구조로 함으로써 타발 단면의 잔류 응력을 저감할 수 있는 것을 지견하였다.

그 이유에 대하여는 다음과 같이 생각할 수 있다.

통상의 타발에서는 도 5에 나타내는 펀치와 다이에 의한 변형이 가해지는 부분(경화층)에 큰 인장 또는 압축 변형이 가해지고, 이 때문에, 그 부분의 가공 경화가 현저해지기 때문에 단면의 연성이 열화된다. 그러나, 펀치 형상을 본 발명(도 6)에 나타내는 절단 날(B) 및 곡형 날(A)로 이루어지는 2단 구조로 하고, 도 7과 같이 절단 날(B)로 절단되는 부분(재료 절단부(M))에 곡형 날(A)에 의하여 인장 응력을 가하였을 경우에는 절단 날(B) 및 다이스 어깨부로부터 발생한 균열의 전파가 인장 응력에 의하여 촉진되고, 재료가 압축되지 않고, 절단 날(B)에 의하여 절단되기 때문에 펀칭 후의 인장 잔류 응력이 낮아지고, 환경으로부터 침입하는 수소의 허용량이 저하되는 것을 억제한다.

또한, 본 발명자들은 곡형 날의 형상에 대하여 더욱 상세하게 검토를 하여 곡형 날 형상을 소정의 형상으로 하지 않으면 충분한 잔류 응력 저감 효과를 얻을 수 없다는 것을 지견하였다.

즉, 곡형 날(A)의 형상이 소정의 형상이 아닌 경우, 곡형 날(A)에 의하여 재료가 절단되기 때문에 절단 날(B)로 절단되는 부분(M)에 충분한 휨에 의한 인장 응력을 가할 수 없다. 그러나, 곡형 날 형상을 곡형 날 자체에 의한 재료의 절단을 하지 않는 형상으로 함으로써 잔류 응력을 저감할 수 있는 것을 밝혀내었다.

도 8에 두께 2.0mm의 TS1470 MPa급의 담금질 강판을 사용하여, 곡형 날의 높이(Hp)를 0.3mm, 클리어런스 5%, 곡형 날 세로 벽 각도(θp)를 90°로 하고, 곡형 날(A)의 어깨부에 소정의 곡률 반경(Rp)을 부여한 경우의 곡률 반경(Rp)과 잔류 응력의 관계를 나타낸다. 곡률 반경이 O.2mm 이상이 되면 잔류 응력이 저감되는 것이 판명되었다. 이 때, 잔류 응력은 절단면에 대하여 X선 회절법에 의하여 격자간 거리의 변화를 측정함으로써 구하였다. 측정 면적은 한 변 1 mm의 정방형 영역으로 하고, 절단면 판 두께 중심을 측정하였다. 펀치를 사용한 구멍 내기의 경우, 절단면에 대하여 수직 방향으로부터 X선을 조사할 수 없기 때문에, 판 두께 방향의 잔류 응력을 측정할 수 있도록 X선 조사 각도를 변화시켜 측정하였다. 또한, 이 경우 클리어런스는 펀치와 다이의 간격(C)/판 두께(t)×100(%)이다. 그 외의 타발 조건은 펀치 지름(Ap)=20mm, 절단 날 단부(P)와 곡형 날 시작 위치(D)의 거리(Dp)=1.0mm의 조건이다.

또한, 도 9에 두께 1.8mm의 TS1470 MPa급의 담금질 강판을 사용하여, 곡형 날의 높이(Hp)를 0.3mm, 클리어런스 5.6%, 곡형 날의 어깨부 곡률 반경을 0.2mm로 하고 곡형 날(A)의 세로 벽부에 소정의 각도(θp)를 준 경우의 각도(θp)와 잔류 응력의 관계를 나타낸다. 이로써, 곡형 날 세로 벽부 각도(θp)를 100˚ 이상 170˚ 이하로 함으로써 잔류 응력이 저감되는 것을 알 수 있다. 그 외의 타발 조건은 펀치 지름(Ap)=20mm, 절단 날 단부(P)와 곡형 날 시작 위치(D)의 거리(Dp)=1.0 mm의 조건이다.

도 10에 두께 1.4mm의 TS1470 MPa급의 담금질 강판을 사용하여, 곡형 날(A)의 어깨부의 곡률 반경(Rp)을 0.3mm, 곡형 날(A)의 세로 벽부의 각도(θp)를 135˚, 클리어런스를 7.1%의 조건에 있어서, 곡형 날의 높이(Hp)를 0.3 내지 3 mm로 한 경우의 곡형 날의 높이와 잔류 응력의 관계를 나타낸다. 이로부터 곡형 날의 곡률 반경(Rp)을 0.2 mm 이상으로 하고, 또는 곡형 날 세로 벽부 각도(θp)를 100˚이상 170˚이하로 함으로써 곡형 날이 없는 Hp=0인 통상의 경우에 비하여 잔류 응력이 저감되는 것을 알 수 있다. 그 외의 타발 조건은 펀치 지름(Ap)=20 mm, 절단 날 단부(P)와 곡형 날 시작 위치(D)의 거리(Dp)=1.0 mm의 조건이다.

또한, 도 11에 두께 1.6 mm의 TS1470 MPa급의 담금질 강판을 사용하여, 곡형 날(A)의 어깨부의 곡률 반경(Rp)을 0.3mm, 곡형 날(A)의 세로 벽부의 각도(θp)를 135˚, 곡형 날의 높이(Hp)를 0.3 mm로 한 조건에 있어서, 잔류 응력에 미치는 타발 클리어런스의 영향을 나타낸다. 그 외의 타발 조건은 펀치 지름(Ap)=20mm, 날 단부(P)와 곡형 날 시작 위치(D)의 거리( Dp)=1.0mm의 조건이다. 클리어런스도 잔류 응력에 영향을 미치고, 클리어런스가 25%를 초과하여 커지면 잔류 응력도 커진다. 이것은 곡형 날에 의한 인장 효과가 작아지는 것으로 생각되고, 클리어런스로서는 클리어런스를 25% 이하로 하는 것이 필요하다.

본 발명은 이상의 검토를 바탕으로 이루어진 것으로서, 아래 내용을 그 요건으로 한다.

본 발명에 사용하는 타발 펀치 또는 다이는 곡형 날(A) 및 절단 날부(B)의 2단 구조로 할 필요가 있다. 이것은 절단 날(B)로 피가공재를 절단하기 전에 곡형 날(A)로 피가공재의 절단부(M)에 인장 응력을 가하고, 절단 후의 피가공재의 절단 단면에 잔류하는 인장 잔류 응력을 저감하기 위한 것이다.

곡형 어깨부 곡률 반경(Rp)은 0.2 mm 이상으로 할 필요가 있다. 이것은 곡형 어깨부 곡률 반경(Rp)이 0.2 mm 이하이면 피가공재가 곡형 날(A)에 의하여 전단되고, 절단 날(B)에 의하여 전단되는 부분(M)에 충분한 인장 응력을 가할 수 없기 때문이다.

곡형 날 어깨부 각도(θp)를 100˚ 이상, 170˚ 이하로 할 필요가 있다.

이것은 곡형 날 어깨부 각도(θp)가 100˚ 이하이면, 곡형 날(A)에 의하여 재료가 절단되기 때문에 절단 날(B)에 의하여 절단되는 부분(M)에 충분한 인장 응력을 가할 수 없고, 또한 곡형 날 어깨부 각도(θp)가 170˚이상이면, 절단 날(B)에 의하여 절단되는 부분에 충분한 인장 응력을 가할 수 없기 때문이다.

이상의 곡형 날 어깨부 곡률 반경(Rp) 및 곡형 날 어깨부 각도(θp)에 관한 조건은 어느 한쪽이 만족됨으로써 큰 효과를 얻을 수 있지만, 양자가 만족되었을 경우, 금형에 접촉하는 재료의 접촉 면압이 경감되기 때문에 금형 마모가 억제된다. 따라서, 유지 관리의 면에서는 두 가지 조건이 모두 만족되는 것이 바람직하다.

또한, 통상의 타발에서는 통상 적절한 다이에 재료를 고정하기 위하여 판 누름을 사용하는데, 본 발명의 타발 방법에 있어서도 판 누름은 적절하게 사용하여도 좋다. 주름 억제 하중(판 누름으로부터 재료에 걸리는 하중)은 특히 잔류 응력에는 크게 영향을 주지 않기 때문에 통상 사용되는 범위이어도 좋다.

펀치 속도도 통상 공업적으로 사용되는 범위, 예를 들면 O.Olm/sec 내지 수m/sec 등으로 변화하여도 잔류 응력에 대하여 큰 영향은 주지 않기 때문에, 어떠한 값이라도 좋다.

또한, 많은 경우, 타발 공정에서는 금형의 마모를 억제하기 위하여 금형 또는 재료에 윤활유가 도포되는데, 본 발명에 있어도, 금형의 마모를 억제하기 위하여 적당하게 윤활유를 사용하여도 좋다.

또한, 곡형 날(A)에 의하여 충분한 인장 응력을 가하기 위하여는 곡형 날 높이(Hp)는 피가공재의 판 두께의 10% 이상으로 하는 것이 바람직하다.

또한, 절단 날 단부(P)와 곡형 날의 시작 위치(Q)의 간격(Dp)은 0.1 mm 이상으로 하는 것이 바람직하다. 이것은 그 간격이 상기 값 이하인 경우에는, 절단 날(B)에 의한 피가공재의 절단시, 통상 절단 날 어깨부 근방에서 발생하는 균열이 발생하기 어려워져서 절단 날에 의한 절단 위치에 변형이 가해지기 때문이다.

또한, 본 발명의 펀치에 있어서, 절단 날 단부(P)와 곡형 날의 시작 위치(Q)와의 사이의 부분이나 곡형 날(A)의 저면 부분이나 곡형 날(A)의 세로 벽 부분은 펀치의 제작상 평탄한 형상이 바람직하지만, 약간의 요철이 있어도 전술한 요건을 만족하고 있으면 효과는 동일하다.

본 발명은 종래의 절단 날(B)만으로 된 펀치에 추가적으로 곡형 날(A)을 붙임으로써 타발 시의 단면 잔류 응력을 저감하는 것이지만, 곡형 날(A)을 붙이고, 또한 곡형 날 높이(Hp)를 보다 높게 함으로써 절단 날(B)과 피가공재가 접촉하는 면압이 떨어지기 때문에 날 단부(P)의 마모량도 줄지만 날 높이(Hp)가 너무 높으면 절단 날(B)과 피가공재가 접촉하기 전에 곡형 날(A)과 절단 날(B) 사이에서 재료가 파단되어 효과를 얻을 수 없는 경우도 있기 때문에 그와 같은 경우에는 곡형 날 높이(Hp)를 약 10 mm 이하로 하는 것이 바람직하다.

본 발명에 있어서는, 곡형 날 어깨부 곡률 반경(Rp)에 특히 상한은 없지만 펀치의 크기에 따라서는 곡률 반경(Rp)이 너무 크면 곡형 날 높이(Hp)를 크게 하는 것이 곤란하게 되기 때문에 5 mm 이하가 바람직하다.

이상에서는 펀치에만 곡형 날을 설치한 경우의 효과에 대하여 설명하였지만, 펀치 및 다이 양쪽 모두에 곡형 날을 설치한 경우나 다이에만 곡형 날을 설치한 경우에도, 이상에서 설명한 펀치에만 곡형 날을 설치한 경우와 동일한 재료에 인장 응력을 가하는 효과를 가지기 때문에 동일한 효과를 얻을 수 있다. 이들 경우의 곡형 날 치수에 관한 제약은 이상에서 설명한 펀치에만 곡형 날을 설치한 경우의 제약과 동일하다.

다음으로 제10 발명의 가공방법에 대하여 설명한다.

잔류 응력을 저감시키는 방법으로서는, 열간 성형을 실시하고, 그 하사점 근방에서 전단 가공할 필요가 있다. 그 이유로서는 다음과 같이 추측할 수 있다. 열간 가공 중에 실시하는 전단 가공에 있어서는 전단 가공의 공구가 강판에 높은 면압으로 접촉하는 것으로 생각되고, 그 경우에는 냉각 속도가 높아져서 오스테나이트로부터 변형 저항이 높은 저온 변태 조직으로 변태하는 것으로 추측된다. 이 경우에는 실온에서 담금질재를 가공한 경우보다는 작다고 생각되지만, 오스테나이트인 경우보다 큰 잔류 응력이 잔존할 가능성이 있는 것으로 생각된다. 이를 위하여 하사점 근방에서 전단 가공을 하도록 한 것은 열간 성형 중이면 강판의 변형 저항이 작고, 가공 후의 잔류 응력이 작아지기 때문이다. 또한, 가공하는 타이밍을 하사점 근방으로 하는 이유로서는, 하사점 근방이 아닌 경우에는 전단 가공 후에 강판이 변형되어 형상이나 위치 정밀도가 저하되기 때문이다. 하사점 근방이라 함은 하사점으로부터 적어도 10 mm 이내, 바람직하게는 5 mm 이내이다.

다음으로 제11 발명 내지 제13 발명의 가공방법에 대하여 설명한다.

수소취화를 제어하는 방법에는, 성형 전의 가열로 내의 분위기를 제어하여 강 중의 수소량을 감소시키고, 또한 가공 후의 잔류 응력이 작은 용융 절단(溶斷)으로 후가공을 실시하는 것이 효과적이다.

성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시하여 고강도의 부품을 제조한 후에 부품의 일부를 용융하여 절단하는 가공을 실시하는 것은 부품의 일부를 용융하여 절단하는 가공을 실시하면 가공 후의 잔류 응력이 작고, 내수소취화 특성이 양호하기 때문이다.

부품의 일부를 용융하여 절단하는 가공 방법으로서는, 어떠한 방법을 사용하여도 좋지만, 공업적으로는 제12 발명과 제13 발명에 기재된 바와 같은 열 영향부가 작은 레이저 가공과 플라즈마 절단 가공이 바람직하다. 가스 절단은 가공 후의 잔류 응력은 작지만 입열이 크고 부품의 강도가 저하되는 부위가 많아지기 때문에 불리하다.

다음으로 제14 발명의 가공방법에 대하여 설명한다.

수소취화를 억제하려면 성형 전의 가열로 내의 분위기를 제어하여 강 중의 수소량을 저감시키고, 또한 가공 후의 잔류 응력이 작은 기계 가공으로 후가공을 실시하는 것이 효과적이다.

성형 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시하여 고강도의 부품을 제조한 후, 기계 가공으로 구멍 가공이나 부품 주위의 절단을 실시하도록 한 것은, 절삭 등의 기계 가공에서는 가공 후의 잔류 응력이 작고, 내수소취화 특성이 양호하기 때문이다.

기계 가공으로 구멍 가공이나 부품 주위를 절단하는 방법으로서는 어떠한 방법을 사용하여도 좋지만, 공업적으로는 드릴 가공이나 띠톱에 의한 절단이 경제적으로 우수하기 때문에 좋다.

제15 발명의 가공방법에 대하여 설명한다.

후가공으로 전단 가공을 실시하는 경우에 있어서도, 전단 가공부의 단면에서 잔류 응력이 높은 부위를 기계적으로 절삭하면 좋다. 전단 가공부의 절단면을 두께 0.05 mm 이상 제거하도록 한 것은 그 이하 두께의 절제로는 잔류응력이 잔존하는 부위가 충분히 제거되지 않고, 내수소취화 특성이 저하되기 때문이다.

전단 가공부의 절단면을 기계적 절삭에 의하여 두께 0.05 mm 이상 제거하는 방법으로서는 어떠한 방법을 사용하여도 좋지만, 공업적으로는 리머 가공과 같은 기계적 절삭에 의한 방법이 경제적으로 우수하기 때문에 좋다.

이하에서는 소재가 되는 강판의 화학 조성에 대한 한정 이유에 대하여 설명한다.

C는 냉각 후의 조직을 마르텐사이트로 하여 재질을 확보하기 위하여 첨가하는 원소인데, 강도 1000 MPa이상을 확보하기 위하여는 0.05% 이상 첨가하는 것이 바람직하다. 그러나 첨가량이 너무 많으면 충격 변형시에 강도 확보가 곤란하게 되기 때문에 그 상한을 0.55%로 하는 것이 바람직하다.

Mn은 강도 및 담금질성을 향상시키는 원소인데, 0.1% 미만에서는 담금질시에 강도를 충분히 얻지 못하고 또한 3%를 넘어 첨가하여도 효과가 포화되기 때문에 Mn은 0.1 내지 3%의 범위가 바람직하다.

Si는 고용 강화형의 합금 원소이지만, 1.0%를 넘으면 표면 스케일의 문제가 발생한다. 또한, 강판 표면에 도금 처리를 실시하는 경우에는 Si의 첨가량이 많으면 도금성이 열화되기 때문에 상한을 0.5%로 하는 것이 바람직하다.

Al은 용강의 탈산재로서 사용되는 원소이고, 또한 N을 고정하는 원소이기도 하며, 그 양은 결정 입경이나 기계적 성질에 영향을 미친다. 이와 같은 효과를 가지려면 0.005% 이상의 함유량이 필요하지만, 0.1%를 넘으면 비금속 개재물이 많아져서 제품에 표면 결함이 발생하기 쉬워진다. 이 때문에, 0.005 내지 0.1%의 범위가 바람직하다.

S는 강 중의 비금속 개재물에 영향을 미치고, 가공성을 열화시키는 동시에 인성 열화, 이방성 및 재열 균열 감수성의 증대의 원인이 된다. 이를 위하여, S는 0.02% 이하가 바람직하다. 또한, 더욱 바람직하게는 0.01% 이하이다. 또한, S를 0.005% 이하로 규제함으로써 충격 특성이 비약적으로 향상된다.

P는 용접 균열성 및 인성에 악영향을 미치는 원소이기 때문에 P는 0.03% 이하가 바람직하다. 또한, 바람직하게는 0.02% 이하이다. 또한 더욱 바람직하게는 0.015% 이하이다.

N은 0.01%를 넘으면 질화물의 조대화 및 고용 N에 의한 시효 경화에 의해 인성이 열화되는 경향을 보인다. 이 때문에 N은 0.01% 이하의 함유가 좋다.

O에 대하여는 특히 규정하지 않지만, 과도한 첨가는 인성에 악영향을 미치는 산화물의 생성의 원인이 되는 동시에 피로 파괴의 기점이 되는 산화물을 생성하기 때문에 0.015% 이하의 함유가 좋다.

Cr은 담금질성을 향상시키는 원소이고, 또한 매트릭스 중에 M₂₃C₆형 탄화물을 석출시키는 효과를 가지고, 강도를 높임과 동시에 탄화물을 미세화하는 작용을 가지기 때문에 상기 효과를 얻을 목적으로 첨가하여도 좋다. 0.01% 미만에서는 이들 효과를 충분히 기대할 수 없고, 또한, 1.2%를 넘으면 항복 강도가 과도하게 상승하는 경향이 있기 때문에 Cr은 0.01 내지 1.0%의 범위가 바람직하다. 더 바람직하게는 0.05 내지 1%이다.

B는 프레스 성형 중 또는 프레스 성형 후의 냉각에서의 담금질성을 향상시키는 목적으로 첨가하여도 좋다. 이 효과를 발휘하려면 0.0002% 이상의 첨가가 필요하다. 그러나, 첨가량이 너무 증가하면 열간에서의 균열이 발생할 우려가 있거나, 그 효과가 포화되기 때문에 그 상한은 0.0050%가 바람직하다.

Ti는 B의 효과를 유효하게 발휘시키기 위하여, B와 화합물을 생성하는 N을 고착하는 목적으로 첨가하여도 좋다. 이 효과를 발휘하려면, (Ti-3.42×N)이 0.001% 이상 필요하지만, Ti량이 너무 증가하면 Ti와 결합되어 있지 않은 C량이 감소하여 냉각 후에 충분한 강도가 얻어지지 않기 때문에 그 상한으로서 Ti와 결합되어 있지 않은 C량이 0.05% 이상 확보할 수 있는 Ti 당량과 TiN으로서 석출하는 Ti 당량과의 합, 즉, {3.99×(C-0.05)+(3.42×N+0.001)}%로 하는 것이 바람직하다.

스크랩으로부터 혼입되는 것으로 생각되는 Ni, Cu, Sn 등의 원소가 함유되어 있어도 좋다. 또한, 개재물의 형상 제어의 관점에서 Ca, Mg, Y, As, Sb. REM을 첨가하여도 좋다. 또한 강도를 향상시킬 목적으로 Ti, Nb, Zr, Mo, V를 첨가하여도 좋고, 특히 Mo는 담금질성도 향상시키므로, 그러한 목적으로 첨가하여도 좋지만, 이들 원소가 너무 증가하면 이들 원소와 결합하고 있지 않은 C량이 감소되어 냉각 후에 충분한 강도가 얻어지지 않기 때문에 각각 1% 첨가하는 것이 바람직하다.

상기 Cr, B, Ti, Mo는 담금질성에 영향을 미치는 원소이지만, 이들 원소의 첨가량은 필요한 담금질성이나 제조시의 비용 등을 고려하여 최적화할 수 있다. 예를 들면, 상기 원소나 Mn 등의 최적화에 의하여 합금 비용 저감을 꾀할 수 있고, 합금 비용은 최적이 되지 않는 경우에도 강 종류 수의 삭감에 의한 비용 삭감 등 제조시의 형편에 맞추어서 여러 가지 조합을 사용할 수 있다.

기타, 불가피하게 포함되는 불순물이 함유되어 있어도 특별히 문제는 발생하지 않는다.

이상의 성분의 강판에 알루미늄 도금, 알루미늄-아연 도금, 아연 도금을 실시하여도 좋다. 이러한 제조방법은 산 세정, 냉간 압연은 통상의 방법으로 하여도 좋고, 그 후 알루미늄 도금 공정 또는 알루미늄 아연 도금 공정, 아연 도금에 대하여도 통상의 방법으로 하여도 문제가 없다. 즉, 알루미늄 도금이면 욕 중 Si 농도는 5 내지 12%가 적합하고, 알루미늄-아연 도금이면 욕 중 Zn 농도는 40 내지 50%가 적합하다. 또한, 알루미늄 도금층 중에 Mg나 Zn이 혼재되어 있어도, 알루미늄-아연 도금층 중에 Mg가 혼재되어도 특별히 문제가 없고, 동일한 특성의 강판을 제조할 수 있다.

또한, 도금 공정에 있어서 분위기에 대하여는, 무산화로를 가지는 연속식 도금 설비이어도, 무산화로를 가지지 않는 연속식 도금 설비이어도 통상의 조건으로 함으로써 도금이 가능하고, 본 강판만 특별한 제어를 필요로 하지 않으므로 생산성을 저해하지도 않는다. 또한, 아연 도금 방법이면, 용융 아연 도금, 전기 아연 도금, 합금화 용융 아연 도금 등 어떠한 방법을 취하여도 좋다. 이상의 제조 조건에서는 도금 전에 강판 표면에 금속 프리 도금을 실시하고 있지 않지만, Ni 프리 도금이나 Fe 프리 도금, 기타 도금성을 향상시키는 금속 프리 도금을 실시하여도 특별히 문제는 없다. 또한 도금층 표면에 이종(異種)의 금속 도금이나, 무기계, 유기계 화합물의 피막 등을 부여하여도 특별히 문제는 없다. 다음으로 실시예에서 본 발명을 상세하게 설명한다.

(실시예 1)

표 1에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 이들 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연에서 마무리 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 450 내지 680℃에서 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 이어서 산 세정을 한 후, 냉간 압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 그 후 Ac₃점 이상인 950℃의 오스테나이트 영역으로 가열한 후, 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 2, 표 3에 나타낸다. 인장 강도는 각각 1523 MPa, 1751 MPa이었다.

타발 피어싱 구멍 가공부의 평가에 있어서는 이들 성형품으로부터 100 mm×100 mm의 크기로 절단하여 시험편을 채취하고, 그 중심부에 10 mm의 펀치로 클리어런스 15%로 타발한 후, 여러 가지 조건으로 2차 가공을 실시하였다. 또한 절단 가공부의 평가에 있어서는, 2차 가공 후의 시험편 사이즈가 31.4 mm×31.4 mm가 되도록, 1차 가공에서는 클리어런스 15%로 절단한 후, 타발 피어싱 구멍 가공과 마찬가지로 여러가지 조건으로 2차 가공을 실시하였다. 이 때의 시험편 형상을 도 12, 도 13에 나타낸다. 이 2차 가공을 실시한 때의 가공 범위를 병기한다. 기계 연삭은 타발 구멍을 리머, 절단 단부는 밀링 머신으로 실시하였다. 이들 시험편의 내균열 특성을 평가하기 위하여, 2차 가공 후에 24 시간 실온에서 방치하고, 가공 단부의 균열 발생 개수 및 X선에 의한 타발 단부 및 절단 단부의 잔류 응력을 측정하였다. 균열 발생 개수의 측정은 타발 구멍에 관하여는 구멍 전주를 대상으로 하여 실시하였다. 절단 단부에 관하여는 그 1편을 측정하였다.

상기 검토의 결과, 타발 구멍 가공 및 절단 가공의 어느 조건에 있어서도, 가열 분위기 수소량 30% 또는 노점 50℃, 1차 가공 그대로 또는 1차 가공 후에 2차 가공을 가공 단부로부터 3 mm 실시하는 제조 조건 번호 1, 2, 3, 5, 6, 7, 8, 10에서는 균열이 빈번하게 일어나고 있는 것에 대하여, 가열 분위기 수소량 10% 이하 그리고 노점 30℃ 이하에서, 1차 가공 후에 가공 단부로부터 1000 ㎛의 2차 가공 제조 조건 번호 4, 9에 있어서는 균열이 발생하지 않았다. 또한 가열 분위기 수소량 10% 이하, 또한 노점 30℃ 이하의 제조 조건에서의 균열 발생 회수의 경향과, X선에 의한 잔류 응력 측정 결과는 잘 일치하였다. 따라서, 가공 단부의 내균열 특성의 향상에는 1차 가공 후에 가공 단부로부터 1 내지 2000 ㎛ 재가공하는 것이 유효하다고 할 수 있다.

[표 1]

[표 2]

[표 3]

(실시예 2)

표 4에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 이들 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연으로 마무리 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 450 내지 680℃로 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 그 후, 산 세정을 실시한 후, 냉간압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 또한, 그 냉연판의 일부에 용융 알루미늄 도금, 용융 알루미늄-아연 도금, 합금화 용융 아연 도금, 용융 아연 도금을 실시하였다. 표 5에 도금 종류의 범례를 나타낸다. 그 후, 이들 냉연 강판, 표면 처리 강판을 로 가열에 의하여 Ac₃점 이상인 950℃의 오스테나이트 영역으로 가열한 후, 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 6에 나타낸다.

금형 형상의 단면을 도 14에 나타낸다. 도 14 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스, 2: 펀치). 펀치를 위에서 내려다 본 형상을 도 15에 나타낸다. 도 15중의 범례를 나타낸다 (2: 펀치). 다이스를 아래에서 올려다 본 형상을 도 16에 나타낸다. 도 16 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스). 금형은 펀치 형상을 따르고, 판 두께 1.6 mm의 클리어런스로 다이스의 형상으로 결정하였다. 블랭크 사이즈를 (mm) 1.6 두께×300×500으로 하였다. 성형 조건으로서는, 펀치 속도 10 mm/s, 가압력 200톤, 하사점에서의 유지 시간을 5초로 하였다. 성형품의 모식도를 도 17에 나타낸다. 성형품으로부터 잘라낸 인장 시험편으로부터, 성형품의 인장 강도는 1470 MPa 이상을 나타내었다. 전단 가공은 피어싱 가공을 실시하였다. 도 18에 나타내는 위치에 직경 10 mm의 펀치를 사용하여 직경 10.5 mm의 다이스를 사용하여 피어싱 가공을 실시하였다. 도 18은 부품을 위에서 내려다 본 형상을 나타낸다. 도 18중의 범례를 나타낸다 (1: 부품, 2: 피어싱 구멍 중심). 피어싱 가공은 열간 성형 후 30분 이내에 실시하였다. 피어싱 가공 후 쉐이빙 가공을 하였다. 가공 방법을 표 6에 함께 나타낸다. 범례는 쉐이빙 가공을 한 경우에는「S」, 가공을 하지 않은 경우에는「N」으로 하였다. 그 때, 마무리 구멍 지름을 변화시키고, 제거되는 두께의 영향을 검토하였다. 이 조건에 대하여는 표 6에 함께 나타내었다. 쉐이빙 가공은 피어싱 가공 후 30분 이내에 실시하였다. 내수소취화 특성의 평가 기준은 쉐이빙 가공의 1주일 후에 구멍 전체 둘레를 관찰하여 균열의 유무를 판정하였다. 관찰은 루페 또는 전자 현미경으로 실시하였다. 판정 결과는 표 6에 함께 나타내었다. 또한, 사용한 프레스는 일반적인 크랭크 프레스를 사용하여 실시하였다.

실험 번호 1 내지 249는 가공을 쉐이빙으로 실시하였을 경우에 대하여, 강 종류, 도금 종류, 분위기 중의 수소 농도, 노점의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면, 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 250 내지 277은 비교를 위한 가공이 없는 경우인데, 모든 경우에서 크랙이 발생하였다.

[표 4]

[표 5]

[표 6]

[표 6 계속 1]

[표 6 계속 2]

(실시예 3)

표 4에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연에서 마무리 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 45O 내지 68O℃로 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 그 후, 산 세정을 실시한 후, 냉간 압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 또한, 그 냉연판의 일부에 용융 알루미늄 도금, 용융 알루미늄-아연 도금, 합금화 용융 아연 도금, 용융 아연 도금을 실시하였다. 표 5에 도금 종류의 범례를 나타낸다. 그 후, 이러한 냉연 강판, 표면 처리 강판을 로 가열에 의하여 Ac₃점 이상인 95O℃의 오스테나이트 영역으로 가열한 후, 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 7에 나타낸다.

금형 형상의 단면을 도 14에 나타낸다. 도 14 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스, 2: 펀치). 펀치를 위에서 내려다 본 형상을 도 15에 나타낸다. 도 15 중의 범례를 나타낸다 (2: 펀치). 다이스를 아래에서 올려다 본 형상을 도 16에 나타낸다. 도 16 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스). 금형은 펀치 형상을 따르고, 판 두께 1.6 mm의 클리어런스에서 다이스의 형상으로 결정하였다. 블랭크 사이즈 (mm)를 1.6 두께×300×500으로 하였다. 성형 조건으로서는, 펀치 속도 10 mm/s, 가압력 200톤, 하사점에서의 유지 시간을 5초로 하였다. 성형품의 모식도를 도 17에 나타낸다. 성형품으로부터 잘라낸 인장 시험편으로부터, 성형품의 인장 강도는 1470 MPa 이상을 나타내었다.

전단 가공은 피어싱 가공을 실시하였다. 도 18에 나타내는 위치에 직경 10 mm의 펀치를 사용하여 직경 10.5 mm의 다이스를 사용하여 피어싱 가공을 실시하였다. 도 18은 부품을 위에서 내려다 본 형상을 나타낸다. 도 18 중의 범례를 나타낸다 (1: 부품, 2: 천공 구멍 중심). 피어싱 가공은 열간 성형 후 30분 이내에 실시하였다. 피어싱 가공 후, 코이닝 가공을 실시하였다. 코이닝 가공은 판면에 대하여 45˚의 각도를 가지는 원추대 펀치와 평면의 다이스에 가공하는 판을 끼우고 실시하였다. 도 19에 공구를 나타낸다. 도 19 중의 범례를 나타낸다 (1: 펀치, 2: 다이스, 3: 피어싱 가공 후의 블랭크). 코이닝 가공은 피어싱 가공 후 30분 이내에 실시하였다. 내수소취화 특성의 평가 기준은 코이닝 가공의 1주일 후에 구멍 둘레 전체를 관찰하여 균열의 유무를 판정하였다. 균열의 관찰은 루페 또는 전자 현미경으로 실시하였다. 판정 결과는 표 7에 함께 나타내었다.

실험 번호 1 내지 249는 코이닝 가공을 실시한 경우에 대하여, 강 종류, 도금 종류, 분위기 중의 수소 농도, 노점의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면, 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 250 내지 277은 코이닝 가공을 하지 않았던 경우의 비교예이고, 본 발명의 범위 외이기 때문에 피어싱 가공 후에 균열이 발생하였다.

[표 7]

[표 7 계속 1]

[표 7 계속 2]

(실시예 4)

표 1에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연으로 마무리 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 450 내지 680℃로 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 이어서 산 세정을 실시한 후, 냉간 압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 그 후, Ac₃점 이상인 95O℃의 오스테나이트 영역으로 가열한 후, 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 8에 나타낸다. 인장 강도는 각각 1525 MPa, 1785 MPa이었다.

타발 피어싱 가공부의 평가에 있어서는 이들 성형품으로부터 100 mm×100 mm의 크기로 절단하여 시험편을 채취하고, 그 중심부에 도 3, 도 4에 나타내는 형상으로, 평행부 φ10 mm 및 20 mm, 선단부가 5 내지 13 mm인 펀치로 클리어런스 4.3 내지 25%로 타발 가공을 실시하였다. 이들 시험편의 내균열 특성을 평가하기 위하여, 2차 가공, 가공 단부의 균열 발생 개수 및 X선에 의한 타발 단부 및 절단 단부의 잔류 응력을 측정하였다. 균열 발생 개수의 측정은 타발 피어싱 구멍에 관하여서는 구멍 둘레 전체를 대상으로 실시하였다. 절단 단부에 관하여는 그 1편을 측정하였다. 가공 조건과 결과에 대하여도 표 8에 함께 나타낸다.

상기 검토의 결과, 타발 피어싱 가공 및 절단 가공의 어느 쪽의 조건에 있어서도, 본원 발명 범위 외의 것은 균열이 빈번히 일어나고 있는 것에 대하여, 본 발명 범위의 것에 대하여서는 균열이 발생하지 않았다.

[표 8]

(실시예 5)

표 9에 나타내는 성분의 알루미늄 도금 강판 (두께 1.6mm)을 950℃에서 1분 보정한 후, 800℃에서 평판 금형으로 담금질하여 공시재를 작성하였다. 공시재의 강도는 TS=1540 MPa, YP=1120 MPa, T-E1=6%이다. 이 강판에, 도 20A, 도 20B, 도 20C, 도 20D에 나타내는 각각의 유형의 금형을 사용하여 표 10에 나타내는 조건으로 구멍내기 가공을 하였다. 타발 클리어런스는 5 내지 40%의 범위에서 조정하였다. 내수소취화 특성의 평가 기준은 가공 1주일 후에 구멍 둘레 전체를 관찰하여 균열의 유무를 판정하였다. 관찰은 루페 또는 전자 현미경으로 실시하였다. 그 결과를 표 10에 조건과 함께 나타낸다.

수준 1은 A 타입의 금형을 사용한 종래의 타발 시험으로, 본 발명에 의한 타발에 의한 잔류 응력의 기준이 되는 수준이며, 수소취화에 의한 균열이 발생하고 있다.

B 타입의 금형을 사용한 시험에서는 수준 2에 있어서 곡형 날 어깨부의 각도(θp)가 크고, 또한 곡형 날 어깨부 곡률 반경(Rp)이 작고, 잔류 응력의 저감 효과가 작고, 수소취화에 의한 균열이 발생하였다. 수준 3은 클리어런스가 크고, 잔류 응력의 저감 효과가 작고, 수소취화에 의한 균열이 발생하였다. 수준 4는 곡형 날 어깨부의 각도(θp)가 작고, 또한 곡형 날 어깨부 곡률 반경(Rp)이 작다. 이 때문에, 타발에 의하여 얻어지는 구멍 확장값은 종래의 방법과 비교하여 개선되어 있지 않았기 때문에 수소취화에 의한 균열이 발생하였다.

C 타입의 금형을 사용한 시험에 있어서, 수준 11은 펀치가 통상의 펀치이며, 또한 다이의 돌기의 어깨부 각도(θd), 어깨부 곡률 반경(Rd)이 소정의 조건을 만족하고 있지 않기 때문에, 잔류 응력 저감 효과가 작고, 수소취화에 의한 균열이 발생하였다. 수준 12는 클리어런스가 크고, 잔류 응력의 저감 효과가 작기 때문에 수소취화에 의한 균열이 발생한다.

D 타입의 금형을 이용한 시험에 있어서, 수준 18은 펀치의 돌기의 어깨부 각도(θp), 어깨부 곡률 반경(Rp), 다이의 돌기의 어깨부 각도(θd), 어깨부 곡률 반경(Rd)이 소정의 조건을 만족하지 않기 때문에 잔류 응력의 저감 효과를 보지 못하고, 수소취화에 의한 균열이 발생하였다. 또한, 수준 15는 클리어런스가 크고, 잔류 응력의 저감 효과가 작기 때문에 수소취화에 의한 균열이 발생하였다.

수준 8, 9, 14, 15, 21, 22는 가열의 분위기가 제한의 범위를 넘고 있으므로 수소취화에 의한 균열이 발생하였다.

상기 이외 수준은 본 발명의 조건을 만족하고, 타발 단면에서의 잔류 응력이 저감되어 수소취화에 의한 균열은 발생하지 않았다.

[표 9]

[표 10]

(실시예 6)

표 4에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연에서 마무리 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 450 내지 680℃에서 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 그 후, 산 세정을 실시한 후, 냉간압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 또한, 그 냉연판의 일부에 용융 알루미늄 도금, 용융 알루미늄-아연 도금, 합금화 용융 아연 도금, 용융 아연 도금을 실시하였다. 표 5에 도금 종류의 범례를 나타낸다. 그 후, 그러한 냉연 강판, 표면 처리 강판을 노 가열에 의하여 Ac₃점 이상인 95O℃의 오스테나이트 영역으로 가열한 후, 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 11에 나타낸다.

금형의 단면을 도 21에 나타낸다. 도 21 중의 범례를 나타낸다(1: 프레스 성형 다이스, 2: 프레스 성형 펀치, 3: 하부 다이, 4: 피어싱 가공 펀치). 펀치를 위에서 내려다 본 형상을 도 22에 나타낸다.

도 22 중에 범례가 나타나 있다(2: 프레스 성형 펀치, 3: 하부 다이). 다이스를 아래에서 올려다 본 형상을 도 23에 나타낸다. 도 23 중에 범례가 나타나 있다(1: 프레스 성형 다이스, 4: 피어싱 가공 펀치). 금형은 성형 펀치 형상을 따르고, 판 두께 1.6 mm의 클리어런스에서 성형 다이스의 형상으로 결정하였다. 피어싱 가공은 직경 20 mm의 펀치를 사용하여 직경 20.5 mm의 다이스를 사용하였다. 블랭크 사이즈를 1.6 mm 두께×300×500으로 하였다. 성형 조건으로서는, 펀치 속도 10 mm/s, 가압력 2OO 톤, 하사점에서의 유지 시간을 5초로 하였다. 성형품의 모식도를 도 24에 나타낸다. 성형품으로부터 잘라낸 인장 시험편으로부터, 성형품의 인장 강도는 1470 MPa 이상을 나타낸다.

피어싱 가공 개시의 타이밍의 영향은 피어싱 가공 펀치의 길이를 변화시킴으로써 검토하였다. 표 11에 전단 가공 타이밍으로서 피어싱 가공을 개시한 성형 깊이를 하사점으로부터의 거리로 나타내었다. 가공 후의 형상을 유지하려면 이 값은 10 mm 이내, 바람직하게는 5 mm 이내가 좋다.

내수소취화 특성의 평가 기준은 성형 가공 후, 1주일 후에 피어싱 구멍을 전체 둘레에 걸쳐 관찰하고, 균열의 유무를 판정하였다. 관찰은 루페 또는 전자 현미경으로 실시하였다. 판정 결과는 표 11에 함께 나타내었다. 또한, 구멍 형상의 정밀도는 버니어캘리퍼스로 형상을 측정하고, 기준 형상으로부터의 차를 구하여, 그 차가 1.O mm 이하인 것을 양호한 것으로 하였다. 판정 결과는 표 11에 함께 나타내었다. 또한, 그 범례를 표 12에 나타낸다.

실험 번호 1 내지 249까지는 강 종류, 도금 종류, 분위기 중의 수소 농도, 노점의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 250 내지 277은 전단 가공의 개시 타이밍의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면, 균열도 발생하지 않고, 형상 정밀도도 양호하였다.

[표 11]

[표 11 계속 1]

[표 11 계속 2]

(실시예 7)

표 4에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 이들 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연으로 마무리 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 450 내지 680℃로 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 그 후, 산 세정을 실시한 후, 냉간 압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 또한, 그 냉연판의 일부에 용융 알루미늄 도금, 용융 알루미늄-아연 도금, 합금화 용융 아연 도금, 용융 아연 도금을 실시하였다. 표 5에 도금 종류의 범례를 나타낸다. 그 후, 그러한 냉연 강판, 표면처리 강판을 로 가열에 의하여 Ac₃점 이상인 95O℃에서의 오스테나이트 영역으로 가열한 후, 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 13에 나타낸다.

금형 형상의 단면을 도 14에 나타낸다. 도 14 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스, 2: 펀치). 펀치를 위에서 내려다 본 형상을 도 15에 나타낸다. 도 15 중의 범례를 나타낸다 (2: 펀치). 다이스를 아래에서 올려다 본 형상을 도 16에 나타낸다. 도 16 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스). 금형은 펀치 형상을 따른 것으로, 판 두께 1.6 mm의 클리어런스로 다이스의 형상으로 결정하였다. 블랭크 사이즈(mm)를 1.6 두께×300×500으로 하였다. 성형 조건으로서는, 펀치 속도 10 mm/s, 가압력 200톤, 하사점으로의 유지 시간을 5초로 하였다. 성형품의 모식도를 도 17에 나타낸다. 성형품으로부터 잘라낸 인장 시험편으로부터, 성형품의 인장 강도는 1470 MPa 이상을 나타내었다.

열간 성형 후에는 도 25에 나타내는 위치에 직경 10 mmφ의 구멍을 형성하였다. 도 25는 부품을 위에서 내려다 본 형상을 나타낸다. 도 25 중에 범례가 나타나 있다(1: 부품, 2: 구멍 가공부). 가공 방법으로서는, 레이저 가공, 플라즈마 절단, 드릴 가공, 컨투어 머신에 의한 띠톱으로 절단을 하였다. 가공 방법은 표 13에 함께 나타내었다. 표 중에 범례를 나타내었다. 레이저 가공: 「L」, 플라즈마 절단: 「P」, 가스 용단: 「G」, 드릴 가공: 「D」, 띠톱: 「S」. 이상의 가공은 열간 성형 후 30분 이내에 실시하였다. 내수소취화 특성의 평가 기준은 후 가공의 1주일 후에 구멍 둘레 전체를 관찰하여 균열의 유무를 판정하였다. 관찰은 루페 또는 전자 현미경을 사용하여 실시하였다. 판정 결과는 표 3에 함께 나타내었다.

또한, 레이저 가공, 플라즈마 절단, 가스 용단에 대하여는 절단면 근방의 열영향에 대하여도 조사하였다. 절단면으로부터 3 mm 떨어진 위치의 단면 경도를 하중 10 ㎏f의 비커스 경도에 의하여 조사하고, 절단면으로부터 10O mm 떨어진 열 영향이 없다고 생각되는 부위의 경도와 비교한 결과를 아래에 나타내는 경도 저하율로 나타내고, 이것을 표 13에 함께 나타낸다.

경도 저하율= (절단면으로부터 10O mm 떨어진 위치의 경도)-(절단면으로부터 3 mm 떨어진 위치의 경도)/ (절단면으로부터 100 mm 떨어진 위치의 경도)×100 (%)

그 때의 범례는 경도 저하율 10% 미만: ◎, 경도 저하율 10% 이상, 30% 미만: ○, 경도 저하율 30% 이상, 50% 미만: △, 경도 저하율 50% 이상: ×.

실험 번호 1 내지 249는 레이저 가공을 실시하였을 경우에 대하여, 강 종류, 도금 종류, 분위기 중의 수소 농도, 노점의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위내이면, 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 250 내지 277은 가공 방법의 영향으로서 플라즈마 가공을 실시한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면, 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 278 내지 526은 드릴 가공을 실시하였을 경우에 대하여, 강 종류, 도금 종류, 분위기 중의 수소 농도, 노점의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 527 내지 558은 가공 방법의 영향으로서 띠톱으로 가공을 실시한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다.

실험 번호 559 내지 564는 용단 방법을 변화시킨 실험이다. 분위기가 본 발명의 범위이고, 용단 가공이기 때문에 균열은 발생하지 않으나, 실험 번호 561과 564는 절단부 근방의 경도가 저하되어 있음을 알 수 있다. 이로부터 제2 발명과 제3 발명에 기재된 용단 방법은 열 영향이 작고 우수함을 알 수 있다.

[표 12]

[표 13]

[표 13 계속 1]

[표 13 계속 2]

[표 13 계속 3]

[표 13 계속 4]

[표 13 계속 5]

(실시예 8)

표 4에 나타내는 화학 성분의 슬라브를 주조하였다. 슬라브를 1050 내지 1350℃로 가열하고, 열간 압연으로 온도 800 내지 900℃, 권취 온도 450 내지 680℃에서 판 두께 4 mm의 열연 강판으로 하였다. 그 후, 산 세정을 실시한 후, 냉간 압연에 의하여 판 두께 1.6 mm의 냉연 강판으로 하였다. 또한, 그 냉연판의 일부에 용융 알루미늄 도금, 용융 알루미늄-아연 도금, 합금화 용융 아연 도금, 용융 아연 도금을 실시하였다. 표 5에 도금 종류의 범례를 나타낸다. 그 후, 그러한 냉연 강판, 표면 처리 강판을 로 가열에 의하여 Ac₃점 이상인 95O℃의 오스테나이트 영역으로 가열한 후 열간 성형 가공을 실시하였다. 가열로의 분위기는 수소량과 노점을 변화시켰다. 그 조건을 표 14에 나타낸다.

금형 형상의 단면을 도 14에 나타낸다. 도 14 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스, 2: 펀치). 펀치를 위에서 내려다 본 형상을 도 15에 나타낸다. 도 15 의 범례를 나타낸다 (2: 펀치). 다이스를 아래에서 올려다 본 형상을 도 16에 나타낸다. 도 16 중의 범례를 나타낸다 (1: 다이스). 금형은 펀치 형상을 따르고, 판 두께 1.6 mm의 클리어런스로 다이스의 형상으로 결정하였다. 블랭크 사이즈(mm)를 1.6 두께×300×500으로 하였다. 성형 조건으로서는, 펀치 속도 10 mm/s, 가압력 200 톤, 하사점에서의 유지 시간을 5초로 하였다. 성형품의 모식도를 도 17에 나타낸다. 성형품으로부터 자른 인장 시험편으로부터 성형품의 인장 강도는 1470 MPa 이상을 나타내었다.

전단 가공은 피어싱 가공을 실시하였다. 도 18에 나타내는 위치에 직경 10 mmφ의 펀치를 사용하여 직경 10.5 mm의 다이스를 사용하여 피어싱 가공을 실시하였다. 도 5는 부품을 위에서 내려다 본 형상을 나타낸다. 도 18 중의 범례를 나타낸다 (1: 부품, 2: 피어싱 구멍 중심). 피어싱 가공은 열간 성형 후 30분 이내에 실시하였다. 피어싱 가공 후, 리머 가공을 하였다. 가공 방법을 표 14에 함께 나타낸다. 범례는 리머 가공을 실시하였을 경우에는「R」, 가공을 실시하지 않은 경우에는 「N」으로 하였다. 그 때, 마무리 구멍 지름을 변화시켜, 제거되는 두께의 영향을 검토하였다. 이 조건에 대하여는 표 14에 함께 나타낸다. 리머 가공은 피어싱 가공 후 30분 이내에 실시하였다. 내수소취화 특성의 평가 기준은 리머 가공의 1주일 후에 구멍 둘레 전체를 관찰하여 균열의 유무를 판정하였다. 관찰은 루페 또는 전자현미경으로 실시하였다. 판정 결과는 표 4에 함께 나타내었다.

실험 번호 1 내지 277은 리머 가공을 실시한 경우에 대하여, 강 종류, 도금 종류, 분위기 중의 수소 농도, 노점의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면, 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다. 실험 번호 278 내지 289는 가공량의 영향을 검토한 결과이지만, 본 발명의 범위 내이면 피어싱 가공 후에 균열이 발생하지 않았다.

[표 14]

[표 14 계속 1]

[표 14 계속 2]

<산업상 이용 가능성>

Claims

질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 화학 성분을 함유하는 강판을 사용하고, 수소량이 체적 분율로 10% 이하(0%를 포함한다), 잔부는 불활성 가스, 그리고 노점이 30℃ 이하인 분위기에서, Ac₃내지 융점까지 강판을 가열한 후, 페라이트, 펄라이트, 베이나이트, 마르텐사이트 변태가 발생하는 온도보다 높은 온도에서 프레스 성형을 개시하고, 열간 성형 중에 별도의 전단 가공을 병행하여 실시한 후에 금형 내에서 냉각하여 담금질을 실시하여 고강도의 부품을 제조할 때에, 상기 열간 성형의 하사점으로부터 10㎜ 이내에서 상기 전단 가공을 하는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.
제1항에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: 0.03% 이하, N: 0.01% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.
제1항에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로 C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Si: 1.0% 이하, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: 0.O3% 이하, Cr: O.O1 내지 1.O%, N: O.O1% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.
제1항에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Si: 1.0% 이하, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: O.03% 이하, Cr: 0.01 내지 1.0%, B: 0.0002% 내지 0.0050%, Ti: (3.42×N+0.001)% 이상, {3.99×(C-0.05)+(3.42×N+0.001)}% 이하, N: 0.01% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.
제1항에 있어서, 상기 강판의 화학 성분이 질량%로, C: 0.05 내지 0.55%, Mn: 0.1 내지 3%, Si: 1.0% 이하, Al: 0.005 내지 0.1%, S: 0.02% 이하, P: 0.03% 이하, Cr: 0.01 내지 1.0%, B: 0.0002% 내지 0.0050%, Ti: (3.42×N+0.001)% 이상, {3.99×(C-0.05)+(3.42×N+0.001)}% 이하, N: 0.01% 이하, 0: 0.015% 이하를 함유하고, 잔부 Fe 및 불가피한 불순물로 이루어지는 것을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.
제1항에 있어서, 상기 강판이 알루미늄 도금, 알루미늄-아연 도금, 아연 도금 중 어느 하나를 실시한 것임을 특징으로 하는 고강도 부품 제조 방법.
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